李 準，劉建莊，柳樹弟，薛福祥

（華北理工大學 礦業(yè)工程學院，河北 唐山 063210）

0 引 言

隨著優(yōu)質單一煤層資源逐漸減少，近距離煤層群的開采比例不斷增加，在廣泛使用的下行法回采中，受上部采掘擾動影響，上部煤層回采后底板出現(xiàn)大體積塑性區(qū)，且下部工作面頂板破壞程度與煤層間隔呈現(xiàn)明顯負相關，礦壓顯現(xiàn)明顯、頂?shù)装迤扑?、支護工程難以起效等問題嚴重制約了近距離煤層開采[1-3]。學術界對近距離煤層群開采的礦壓防治理論和技術做了大量研究，張煒等通過理論計算，獲得了下部煤層巷道的合理位置[4]；程志恒等通過相似模擬實驗研究了保護層與被保護層雙重采動影響下圍巖應力-裂隙分布與演化特征[5]；徐敬民等通過研究發(fā)現(xiàn)，淺埋房采區(qū)近距離煤層動壓顯現(xiàn)強烈的原因在于過大的覆巖載荷作用于下方關鍵塊體并導致其滑落失穩(wěn)[6]；郭放等以FLAC3D 軟件模擬和工程實踐相結合的方式，得到了煤柱下方與采空區(qū)下方的礦壓活動規(guī)律，煤柱下部大于采空區(qū)下部并于煤柱中線處出現(xiàn)峰值[7]。

開灤集團東歡坨礦南一采區(qū)為典型近距離煤層群，礦壓顯現(xiàn)明顯，采掘銜接困難，為破解東歡坨礦近距離煤層群開采的頂?shù)装寤顒右?guī)律，特開展了“東歡坨礦-500 m 水平近距離煤層群開采礦壓活動規(guī)律研究”，以期查明南一采區(qū)頂煤工作面回采后，頂?shù)装鍛?、支架結構內力演化規(guī)律研究，為采場支架選型、巷道支護設計提供依據，為區(qū)域采掘工作面計劃銜接提供保障。

1 理論計算

1.1 概 況

東歡坨礦南一采區(qū)位于礦井-230～-500 水平，東南至煤12-1 沖積層防水煤柱線，東北至中央上段采區(qū)煤柱，西北至煤12-1 的-500 m 底板等高線，西南至第17 勘探線。上限標高-405—260m，下限標高-500 m，地面標高+12—+19 m，走向長3 392 m，傾向長300～610 m，面積1.62 km2。采區(qū)東北部（翼） 煤8 正在回采，東北側為-500 m 中央上段采區(qū)煤12-1、12-2 正在采掘，西北側為-690 m 水平中央下段采區(qū)，西南側的南二采區(qū)尚未開發(fā)。

本地層為一簡單的單斜構造區(qū)，但煤層間距離除煤9 與煤11 的變化較小外，其余間距變化是由東北向西南增厚，個別間距可達17.5 m。煤5 與煤7 厚度極不穩(wěn)定，分別在0～2.70 m 和0～1.86 m無規(guī)律變化。煤8 西南部變?。ň植繜o煤）、煤9、煤11、煤12-1、煤12-2、煤12 下的厚度變化不大，屬穩(wěn)定至較穩(wěn)定煤層。煤14-1 的厚度不穩(wěn)定，在0~3.51 m 無規(guī)律變化。

1.2 螺紋螺距、牙高與預緊力的關系

隨著工作面回采，支承應力范圍不斷移動，幅度發(fā)生變化，相應塑性區(qū)不斷調整，當應力達到某一數(shù)值時，數(shù)個塑性區(qū)相互連通成為一個大的塑性區(qū)。該塑性區(qū)內的巖體在擠壓力作用下向采空區(qū)擴展，成為一個連續(xù)的滑移面，在該狀態(tài)時底板破壞程度最大。

利用滑移線場理論，建立采空區(qū)下底板巖體破壞模型，將滑移線場繪制成圖，具體如圖1 所示。煤層底板塑性破壞區(qū)主要包含3 個部分，I 主動應力區(qū)，II 過渡區(qū)，III 被動應力區(qū)。煤層底板巖體受支承壓力影響在垂直方向受至擠壓，相應在水平方向產生變形，巖體向水平方向擴展并擠壓過渡區(qū)范圍的巖體，進一步擠壓被動區(qū)范圍的圍巖。受過渡區(qū)和被動區(qū)2 個區(qū)域影響，底板向采空區(qū)產生底鼓現(xiàn)象。

圖1 支撐壓力底板破壞分區(qū)Fig.1 Failure zone of support pressure floor

由圖1 推導底板屈服破壞深度h 為：

根據極限平衡理論計算出煤壁塑性寬度為：

式中：M 為采高；γ 為采場上覆巖層的平均容重；k 為應力集中系數(shù)；H 為埋深；φ為煤體的內摩擦角；c為煤體的內聚力；f 為煤層與頂?shù)装褰佑|面的摩擦系數(shù)；ξ 為三軸應力系數(shù)；φf為底板巖層內摩擦角。

根據經驗公式的計算結果，并結合煤礦的實際情況，取埋深529.35 m，煤體內摩擦角30°，應力集中系數(shù)2.5，覆巖容重2.5×104kN/m3，煤與頂?shù)装迥Σ料禂?shù)0.7，煤內聚力0.8 MPa，底板內摩擦角40°，分別計算8 煤、9 煤、11 煤、12 煤開采后，煤壁塑性寬度、底板屈服破壞深度、最大破壞深度點距工作面端部的平距、底板破壞區(qū)最大水平長度，結果見表1，8 煤底板破區(qū)超出8 煤與9 煤層間距，9 煤和11 煤底板破壞區(qū)未貫入下伏煤層，但距離下伏煤層距離僅為1.05 m 和4.64 m，底板應力重分布會嚴重影響下伏煤層，且最大破碎深度及峰值應力線距煤壁外錯6～10 m，影響區(qū)外錯22～33 m。

表1 南一采區(qū)各煤層底板破壞計算結果Table 1 Floor failure calculation results of each coal in the south mining area

2 數(shù)值模擬

2.1 數(shù)值模型位置及說明

根據南一采區(qū)工程實況，模擬傾向剖面下點選在2324 工作面風道4+20 和4+21 導線點間（距4+20 點58.8 m），上點選在2324 運道4-24 和4-25 點間（距4-24 點27.4 m），對應2314 運道為4+7 和4+6 點間，2314 風道為4-11 和4-10 點間，2394 運道為9-20 和9-21 點間，2394 風道為9+24和9+25 點間，2087 運道87-20 與87-18 點間（距87-20 點44.0 m），2083 上風道H13 和H14 點間（距H13 點28.2 m），采面上下布置關系及UDEC模擬傾向剖面線，如圖2 所示。

圖2 2314 采面UDEC 模擬位置Fig.2 UDEC simulated position diagram of No.2314 Face

走向二維模型分別取在2314 運道和2314 風道位置處，X 向寬度滿足采面推進方向上邊界煤柱和充分開采的模擬需要，邊界煤柱兩側各取50 m，推進長度取150 m，最下層真厚度取30 m，傾向二維模型X 向寬度根據實際工程圖取272 m，高度177 m，由12 煤底板至8 煤頂板，共計26 層巖層。模擬風道和運道斷面采用14.0 m2三心金屬拱形支架支護，棚距為650 m，寬度為4.84 m，高度為3.31 m，頂拱半徑2.39 m，側拱半徑2.88 m，搭接長度450 mm，棚腿外扎腳8°，主要巖性包括煤體、硬砂巖、泥質軟巖3 類，巖層剖面方向的偽斜角為21°。

2.2 2314 運道走向模型結果分析

2314 運道處工作面模擬開挖順序為2087—2394—2314—2324，模型中3 種巖性選用應變軟化模型，以塑性應變?yōu)?5‰粘聚力變?yōu)槌跏贾档?0%，塑性應變?yōu)?5‰粘聚力變?yōu)?。

（1） 初始平衡，圖3 為2314 運道走向切片模型初始平衡狀態(tài)，顯示了傾向模型初始平衡后的垂直應力SYY 狀態(tài)，模型上部應力在8.5 MPa，模型底部應力為13.25 MPa。

圖3 南一采區(qū)2014 運道走向模型初始平衡應力SYYFig.3 Initial equilibrium stress SYY of No.2014 transport roadway

（2） 2394 采面回采。圖4 顯示了2087 和2394 采面開挖后，頂?shù)装逯蠸YY 應力云圖和11煤、12 煤中測線上SYY 的分布情況?？梢?，走向150 m 的推進范圍內，推進中部發(fā)育了寬度100 m左右的應力恢復區(qū)，應力峰值8.5～9.5 MPa，低于原巖應力，側方煤柱區(qū)的下位煤層應力峰值約為26 MPa，說明超前應力集中系數(shù)為2.0，150 m 的推進范圍內已經達到充分采動狀態(tài)。

圖4 2394 回采后應力SYY 分布Fig.4 Distribution of stress SYY after ming of No.2394 Face

圖5 顯示了2394 回采后，頂?shù)装鍘r層發(fā)生塑性破壞和節(jié)理面破壞的情況。圖中可見張開裂隙和拉塑性發(fā)育以上三角形態(tài)發(fā)育，2087、2394 的直接頂和老頂離層發(fā)育最為明顯，上位工作面開采沒有誘發(fā)下位的2314 和2324 工作面頂?shù)讕r層塑性損傷和結構面破壞。

圖5 2394 回采后塊體和結構面破壞狀態(tài)Fig.5 Failure state of block and structure surface after No.2394 Face mining

（3） 2314 采面回采。圖6 顯示了2314 回采后，頂?shù)装逯蠸YY 應力云圖和12 煤中測線上SYY的分布情況。圖中可見，走向150 m 的推進范圍內，推進中部發(fā)育了寬度100 m 左右的應力恢復區(qū)，應力峰值18.0 MPa，高于原巖應力，側方煤柱區(qū)的下位煤層應力峰值約為26 MPa，說明超前應力集中系數(shù)為2.0，150 m 的推進范圍內已經達到充分采動狀態(tài)。

圖6 2314 回采后應力SYY 分布Fig.6 Distribution of stress SYY after No.2314 Face mining

圖7 顯示了2314 回采后，頂?shù)装鍘r層發(fā)生塑性破壞和節(jié)理面破壞的情況。圖中可見2314 回采在底板塑性損傷區(qū)的范圍已經波及到下位12 煤層之中，但結構面裂隙破壞并沒有在12 煤直接頂?shù)装逯邪l(fā)生。

圖7 2314 回采后塊體和結構面破壞狀態(tài)Fig.7 Failure state of block and structure surface after No.2314 Face mining

綜上模擬結果，2394 采面回采主要影響下位11 煤、12 煤的應力分布，在采面推進范圍150 m的中部區(qū)域會有應力恢復區(qū)生成，但2314 回采前應力恢復區(qū)的峰值應力低于原巖應力，2314 回采后高于原巖應力，恢復后的應力集中系數(shù)為1.4 左右，邊界煤柱的應力值約為26 MPa，應力集中系數(shù)為2.0，2394 開采沒有誘發(fā)下位的2314 和2324頂?shù)讕r層塑性損傷和結構面破壞，2314 回采在底板塑性損傷區(qū)止于下位12 煤層中。

2.3 2314 風道走向模型結果分析

2314 風道處工作面模擬開挖順序為2392—2322—2314，分步模擬結果如下。

（1） 2314 采面回采前。圖8 顯示了下伏2322采面和上覆2083 采面回采后，中部11 煤層的頂?shù)装鍘r層垂直應力SYY 分布情況。模擬表明，2314采面推進150 m 范圍內，靠近邊界50 m 的邊界煤柱支撐區(qū)，左側峰值15.6 MPa，距離開切位置11 m，右側峰值20.3 MPa，距離停采位置12 m，采空區(qū)中部有2 個應力升高區(qū)，峰值應力分別為30.6 MPa、27.7 MPa，應力集中系數(shù)在2.35 和2.13。

圖8 2314 回采前應力SYY 分布Fig.8 Distribution of stress SYY before No.2314 Face mining

圖9顯示了下伏2322 采面和上覆2083 采面回采后，煤層間塊體塑性損傷和節(jié)理破壞情況。圖中可見，受上下采面回采影響，2314 采面頂?shù)装寰幱谒苄詤^(qū)，層間離層和豎向節(jié)理均較為發(fā)育，位置深達2324 采面老底位置。

圖9 2314 回采前塊體和結構面破壞狀態(tài)Fig.9 Failure state of block and structure surface before No.2314 Face mining

（2） 2314 采面回采后。圖10 顯示了2314 采面回采后，各煤層頂?shù)装鍘r層垂直應力SYY 分布情況。圖中可見，開采兩側邊界一定范圍均發(fā)育一個應力降低區(qū)，區(qū)間寬度50～70 m，中部采空區(qū)應力恢復值峰值可達59.6 MPa，大部分波峰值在20～30 MPa，說明多次采動后空區(qū)應力恢復較高，集中系數(shù)可達2.0～2.3 倍。左側邊界煤柱峰值應力16.4 MP，距離采空區(qū)5.4 m，右側邊界煤柱峰值應力17.8 MPa，距離采空區(qū)19 m。

圖11 顯示了2314 采面回采后，煤層間塊體塑性損傷和節(jié)理破壞情況。與圖10 相比，2314 采動對塑性損傷區(qū)和節(jié)理破壞區(qū)的分布影響，主要在于邊界損傷的橫向擴展，推進方向較大，擴展寬度在5～15 m。

圖10 2314 回采后應力SYY 分布Fig.10 Distribution of stress SYY after No.2314 Face mining

圖11 2314 回采后塊體和結構面破壞狀態(tài)Fig.11 Failure state of block and structure surface after No.2314 Face mining

綜上模擬結果，2322 回采會造成2314 采面邊界煤柱的應力集中，集中系數(shù)在1.2～1.56，采空區(qū)形成應力恢復區(qū)，集中系數(shù)2.35 和2.13，11 煤層近采場圍巖將全部位移塑性損傷和節(jié)理破壞區(qū)。2314 回采后，頂?shù)装逅苄該p傷和節(jié)理破壞區(qū)在豎向擴展很少，主要在推進前邊界5～15 m 擴展，空區(qū)的峰值應力集中系數(shù)為2.0～2.3，局部巖塊內部會有高應力核區(qū)的存在（最大值59.6 MPa）。

3 結 論

（1） 南一采區(qū)8 煤底板破區(qū)超出8 煤與9 煤層間距，9 煤和11 煤底板破壞區(qū)未貫入下伏煤層，但距離下伏煤層距離僅為1.05 m 和4.64 m，底板應力重分布將會嚴重影響下伏煤層，且最大破碎深度及峰值應力線距煤壁外錯6～10 m，影響區(qū)外錯22～33 m。

（2） 在煤柱正下方垂直應力最大，從中間至兩邊區(qū)域應力呈遞減趨勢；隨著垂距加大應力分布范圍變大，影響程度變小。

（3） 2314 運道走向模型模擬表明，2394 回采主要影響下位煤巖應力分布，采空應力恢復區(qū)的峰值低于原巖應力，2314 回采后高于原巖應力，集中系數(shù)為1.4 左右，邊界煤柱的應力值約為26 MPa，集中系數(shù)為2.0，2394 開采沒有誘發(fā)下位的2314 和2324 頂?shù)讕r層塑性損傷和結構面破壞，2314 回采在底板塑性損傷區(qū)止于下位12 煤層中。

（4） 2314 風道走向模型模擬表明，2322 回采造成2314 邊界煤柱應力集中，系數(shù)在1.2～1.56，采空區(qū)2 個應力恢復區(qū)集中系數(shù)2.35 和2.13。2314 回采后，損傷破壞區(qū)在豎向擴展很少，主要在邊界5～15 m 擴展，空區(qū)的集中系數(shù)為2.0～2.3，局部巖塊內有鉸接點高應力核區(qū)的存在。